盾構(gòu)豎井垂直頂管頂升力模型試驗(yàn)及離散元分析

魏立新，楊春山，莫海鴻，陳俊生，徐世楊

（1.廣州市市政工程設(shè)計(jì)研究總院有限公司，廣東廣州，510060；2.華南理工大學(xué)土木與交通學(xué)院，廣東廣州，510640）

在盾構(gòu)隧道建設(shè)中，對(duì)用于通風(fēng)、取水、檢查等的功能井，完全能由小尺寸的簡(jiǎn)易井[1]代替常規(guī)的豎井，且可用先隧道施工后豎井開(kāi)挖的工藝[2-5]。盾構(gòu)隧道施工后，豎井施作可利用明挖、搓管、套管、垂直頂升及球形盾構(gòu)等工法，其中垂直頂升法具有占地面積小、工期短及環(huán)境影響小等特點(diǎn)，近幾年得到了較好的應(yīng)用，尤其在取水工程中。垂直頂升法是在盾構(gòu)隧道實(shí)施后，以盾構(gòu)管片底為后靠，通過(guò)頂升設(shè)備將管道悶頂穿越上覆土層，進(jìn)而形成各類(lèi)功能井。

頂升力的合理確定對(duì)垂直頂管頂升工藝的成敗具有重要的影響，是垂直頂升施工的重難點(diǎn)之一。若頂升力計(jì)算不準(zhǔn)確，則可能導(dǎo)致無(wú)法正常頂升。頂升力受到的影響因素眾多且作用機(jī)理較為復(fù)雜，與管道上覆土層的破壞形態(tài)緊密相關(guān)，當(dāng)前為數(shù)不多的研究[6-10]對(duì)于頂管上覆土層破壞特征、頂升力的發(fā)展規(guī)律、影響因素及分析方法缺乏統(tǒng)一的認(rèn)識(shí)與科學(xué)依據(jù)，制約了垂直頂升法的應(yīng)用。

基于此，本文作者以某擬建輸水隧道檢查井為依托，研制室內(nèi)盾構(gòu)豎井垂直頂管頂升的模型試驗(yàn)裝置，進(jìn)行頂升的試驗(yàn)研究，分析頂升過(guò)程上覆土層的破壞機(jī)理和形態(tài)，揭示用于頂升力計(jì)算的合理破壞范圍。借助離散元模擬盾構(gòu)豎井垂直頂升施工過(guò)程，與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，并探討頂升力受不同因素的影響規(guī)律，最后提出頂升力合理可行的估算方法。

1 模型試驗(yàn)分析

1.1 試驗(yàn)材料及相似比

盾構(gòu)隧道用于通風(fēng)、檢查等功能的豎井覆土厚度一般為6～8 m，試驗(yàn)取8 m 厚覆土，為廣州常見(jiàn)該區(qū)域淺層黏性土，從施工現(xiàn)場(chǎng)取土，后重塑在室內(nèi)進(jìn)行物理力學(xué)試驗(yàn)。通過(guò)室內(nèi)試驗(yàn)得到模型試驗(yàn)原型土層的重度γ=18.9 kN/m3，黏聚力c=6.6 kPa，摩擦角φ=27.7°，壓縮模量Es1-2=5.31 MPa。

基于原型黏性土，以?xún)?nèi)摩擦角、黏聚力、彈性模量及重度作為控制指標(biāo)，通過(guò)室內(nèi)試驗(yàn)，對(duì)不同配比的模型土體進(jìn)行篩選，得到主要控制的物理力學(xué)指標(biāo)相似比為1模型用土。

試驗(yàn)隧道以廣州常用的外徑為6 m的盾構(gòu)隧道為原型，垂直頂管外徑為1.8 m，壁厚為20 cm。模型試驗(yàn)盾構(gòu)管片采用高密度聚乙烯管模擬（圖1），環(huán)縫接頭通過(guò)塑料片模擬，管片環(huán)與塑料片之間由螺絲連接。根據(jù)相似原理設(shè)定主要的試驗(yàn)參數(shù)，隧道和頂管原型參數(shù)及通過(guò)計(jì)算得到的模型幾何、物理指標(biāo)、相似比如表1所示。盾構(gòu)管片接頭剛度參考文獻(xiàn)[11]，通過(guò)等效剛度系數(shù)相似比來(lái)設(shè)定接頭尺寸。頂管接頭通過(guò)在管道間接觸面處開(kāi)5 mm的承插槽連接。

表1 隧道原型與模型的參數(shù)Table 1 Parameters of tunnel prototype and model

圖1 PE管片試件Fig.1 PE segment specimens

1.2 試驗(yàn)裝置和方法

試驗(yàn)裝置包括模型箱、頂升裝置和監(jiān)測(cè)系統(tǒng)，如圖2所示。

圖2 頂升模型試驗(yàn)裝置Fig.2 Model test device for jacking

1）試驗(yàn)采用大體積模型箱（長(zhǎng)×寬×高為60 cm×110 cm×180 cm），由透明的有機(jī)玻璃構(gòu)成，箱體底部玻璃厚為2 cm，側(cè)壁玻璃厚為1.5 cm。模型箱沿盾構(gòu)隧道軸線方向兩側(cè)壁基于隧道模型外徑開(kāi)孔，側(cè)壁開(kāi)孔中心連線與隧道軸線重合，用于放置頂升裝置、測(cè)試設(shè)備及采集試驗(yàn)數(shù)據(jù)裝置，且在頂升側(cè)壁面繪制5 cm×5 cm網(wǎng)格線，便于位移觀察和提取。整個(gè)模型箱均勻設(shè)置3道20 mm厚的高強(qiáng)玻璃套箍，使箱體具有足夠的強(qiáng)度和剛度來(lái)抵抗試驗(yàn)荷載。

2）頂升裝置包括反力擴(kuò)散塊、止推架與液壓千斤頂，其中反力擴(kuò)散塊寬20 cm，緊貼在盾構(gòu)隧道模型襯砌底部，與管片材料相同。止推架為開(kāi)口的圓形結(jié)構(gòu)，由鋼筋焊接而成，用于臨時(shí)支撐已頂升管節(jié)且放置后一管節(jié)。頂升液壓千斤頂?shù)男吞?hào)為T(mén)RC108，高為28.8 cm，直徑為6 cm，最大行程為20.3 cm。

3）監(jiān)測(cè)系統(tǒng)由埋置于土層中的位移監(jiān)測(cè)點(diǎn)、在盾構(gòu)襯砌上布置的應(yīng)變片、位移計(jì)及千斤頂頂力傳感器組成，位移監(jiān)測(cè)點(diǎn)由塑料片和細(xì)木條連接。借助高清數(shù)碼相機(jī)和攝像機(jī)以5 s 為間隔拍攝并錄制頂升全過(guò)程位移監(jiān)測(cè)點(diǎn)的變化情況，通過(guò)應(yīng)變片和位移計(jì)采集頂升過(guò)程中盾構(gòu)隧道模型襯砌結(jié)構(gòu)受力和變形的數(shù)據(jù)尤其是開(kāi)口環(huán)開(kāi)口位置。

在試驗(yàn)過(guò)程中，模型箱中先裝入試驗(yàn)用土，采用分層壓實(shí)法制備，每層都將計(jì)算好的土體均勻平鋪，用平板夯錘夯實(shí)至5 cm 高度，并利用水平尺找平，層與層之間經(jīng)過(guò)刨毛處理。在裝土過(guò)程中，在指定位置預(yù)埋位移測(cè)點(diǎn)，并在監(jiān)測(cè)點(diǎn)塑料片和模型箱接觸面涂抹潤(rùn)滑油。頂管頂升過(guò)程中，根據(jù)模型箱正面刻度來(lái)判斷頂升高度。

1.3 試驗(yàn)現(xiàn)象與分析

盾構(gòu)內(nèi)頂管垂直頂升時(shí)，主要克服上覆破壞面以?xún)?nèi)的水土壓力、管節(jié)自身重力、摩阻力及沿滑動(dòng)面土層剪切力。對(duì)于頂升力的分析，首先考察頂管頂升全過(guò)程上覆土層的響應(yīng)特征和破壞形態(tài)。圖3所示為頂升過(guò)程不同階段上覆土層的受力狀態(tài)，圖中，h為頂升高度。

從圖3可知：豎井垂直頂升時(shí)，上覆土層受到擠壓剪切作用，初始階段主要表現(xiàn)為頂管兩側(cè)土層發(fā)生剪切破壞，頂部土層壓縮。隨著頂升力的增大，管道頂四周土層發(fā)生剪切破壞，出現(xiàn)裂隙并沿著一定傾角逐漸向上延伸發(fā)展，約頂升至1 m 即h/8（h為頂升高度）時(shí)形成了貫通的破壞面。繼續(xù)頂升時(shí)，上覆土層破壞面裂隙增大，誘發(fā)土層局部脫離，形成了相對(duì)獨(dú)立的不規(guī)則土柱，然后，土層重新分布并填充裂隙。頂管上覆土破壞面發(fā)展規(guī)律具有典型的非線性特征，并非已有研究成果[6-7]假定的沿一定傾角規(guī)則呈線性分布，可見(jiàn)對(duì)上覆土層破壞機(jī)理和形態(tài)的認(rèn)識(shí)上，現(xiàn)有研究存在明顯偏差。

圖3 不同階段上覆土受力形態(tài)Fig.3 Mechanical states of overlying soil at different stages

借助數(shù)字化圖片軟件提取圖3所示管道上覆土層破壞范圍，并與現(xiàn)有經(jīng)驗(yàn)取值[6-7]對(duì)比，得到土層破壞剖面分布曲線如圖4所示。從圖4可知：頂管頂升誘發(fā)的上覆土層破壞面不遵循線性分布，近似滿(mǎn)足三次函數(shù)分布，試驗(yàn)結(jié)果頂部破壞范圍的直徑為2.6D（D為頂管外徑），比經(jīng)驗(yàn)取值（1.2D～1.5D）的大。

圖4 上覆土層破壞范圍Fig.4 Damage range of overlying soil

借助壓力傳感器，得到不同頂升高度對(duì)應(yīng)的千斤頂頂升力如圖5所示。從圖5可見(jiàn)：在上覆土層破壞前頂升力顯著增大，約頂升至0.5 m（即h/16）時(shí)頂升力達(dá)到最大值1 510 kN，此時(shí)，管道頂部土層壓縮達(dá)到極限，隨后，土層發(fā)生剪切破壞，并最終破壞面貫通。在該過(guò)程中，頂升力顯著減小，當(dāng)減小到一定程度后逐漸趨于穩(wěn)定。頂升完成后，對(duì)應(yīng)的頂升力為810 kN，約為最大值的53.6%，此時(shí)，管道兩側(cè)摩阻力達(dá)到最大。

圖5 不同階段頂升力Fig.5 Jacking force at different stages

試驗(yàn)頂升力最大值比經(jīng)驗(yàn)取值1.2D時(shí)的頂升力837.29 kN大83.05%，比經(jīng)驗(yàn)取值1.5D時(shí)的頂升力1 048.16 kN 大46.23%，說(shuō)明實(shí)際工程取頂部1.2D～1.5D線性破壞估算頂升力明顯偏小，無(wú)法滿(mǎn)足頂管頂升的需求。

2 離散元模擬分析

離散元能表征垂直頂升過(guò)程中上覆土層的破壞特征以及上覆土層宏和微觀力學(xué)特性[12-15]，為此借助離散元程序，模擬盾構(gòu)豎井垂直頂升過(guò)程，并與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比討論。

2.1 計(jì)算模型

通過(guò)模型試驗(yàn)呈現(xiàn)的土層破壞情況不難判斷，頂管頂升誘發(fā)的管道頂部周邊土層破壞分布規(guī)律相近，經(jīng)過(guò)頂管軸線任意剖面土層破壞情況可近似表征實(shí)際土層破壞。為此，采用二維平面計(jì)算模型（圖6），其中模型地基為黏土層，土層的主要宏觀力學(xué)參數(shù)如表2所示。計(jì)算模型中顆粒之間通過(guò)接觸黏結(jié)模型模擬，并由雙軸壓縮試驗(yàn)和側(cè)限條件的方法標(biāo)定黏土顆粒的細(xì)觀參數(shù)。參考文獻(xiàn)[16-17]，顆粒-顆粒接觸黏結(jié)模型中法向與切向剛度比k取2.5，法向黏結(jié)強(qiáng)度與切向黏結(jié)強(qiáng)度的比取1。通過(guò)雙軸試驗(yàn)確定接觸模型的細(xì)觀參數(shù)如表2所示。

表2 土層試樣細(xì)觀參數(shù)Table 2 Meso-parameters of soil sample

圖6 離散元計(jì)算模型Fig.6 Discrete element calculation model

計(jì)算模型水平方向長(zhǎng)度取18 m，豎向即頂升高度取8 m。模型充分考慮了邊界效應(yīng)，遵循模型短邊長(zhǎng)度與最大粒徑之比為80～120的合理原則[18]。文獻(xiàn)[19]表明，模型顆粒試樣的彈性模量、內(nèi)摩擦角等參數(shù)隨粒徑變化波動(dòng)很小，所以，取計(jì)算模型與細(xì)觀參數(shù)標(biāo)定時(shí)相同的粒徑比，但將粒徑放大至4～8 cm，細(xì)觀接觸參數(shù)則與標(biāo)定試驗(yàn)所用參數(shù)相同。

土層邊界為墻體，墻體的接觸剛度與土顆粒的接觸剛度相同，摩擦因數(shù)設(shè)置為0。模型中頂管結(jié)構(gòu)采用簡(jiǎn)化的矩形墻體單元模擬，長(zhǎng)和寬分別為18 m和8 m。頂升管道墻體單元的剛度遠(yuǎn)大于土顆粒的剛度，兩者按兩彈簧元件串聯(lián)處理，取頂管墻體-顆粒接觸模量為7×106Pa，剛度比k=2.5，墻-顆粒間摩擦角取顆粒-顆粒摩擦角的2/3[20]，對(duì)應(yīng)的摩擦因數(shù)μ=0.3。頂管頂升按0.1 m/s的勻速上升并記錄不同頂升階段上覆土層的位移和力鏈特征。

2.2 計(jì)算結(jié)果分析

圖7所示為頂管頂升至1 m（h/8）對(duì)應(yīng)的土層位移和力鏈分布圖，其中位移向上為正，力鏈黑色表示黏結(jié)已破壞，顆粒發(fā)生滑移，無(wú)黏結(jié)作用。由圖7可知：當(dāng)頂管頂升至1 m時(shí)，頂部形成了明顯的擠壓三角區(qū)，上覆土層破壞形態(tài)與模型試驗(yàn)呈現(xiàn)出的結(jié)果吻合，表現(xiàn)為滑動(dòng)面始于頂管頂部，向上沿著非等值傾角延伸發(fā)展并貫通。由于計(jì)算模型中土顆粒是隨機(jī)生成的，顆粒粒徑也并非完全對(duì)稱(chēng)，由此導(dǎo)致頂管兩側(cè)土層滑動(dòng)不嚴(yán)格對(duì)稱(chēng)。

圖7 土層形成滑動(dòng)面對(duì)應(yīng)的結(jié)果Fig.7 Results of soil when sliding surfaces form

提取離散元計(jì)算土層滑動(dòng)面分布點(diǎn)與頂升力，與前述模型試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如圖8和圖9所示。從圖8和圖9可知：離散元計(jì)算結(jié)果反映盾構(gòu)豎井垂直頂升時(shí)上覆土層的破壞形態(tài)，與試驗(yàn)結(jié)果較為吻合。計(jì)算得到的頂部土層破壞范圍的直徑約為2.97D，較試驗(yàn)破壞范圍的直徑大14.2%，對(duì)應(yīng)的最大頂升力為1 736.5 kN，對(duì)應(yīng)的頂升力相差15%，這是因離散元計(jì)算土層結(jié)構(gòu)與實(shí)際土層存在差異所致。從破壞形態(tài)、范圍及頂升力來(lái)看，離散元計(jì)算結(jié)果總體滿(mǎn)足精度要求，計(jì)算具備可行性。

圖8 模型試驗(yàn)與離散元破壞范圍結(jié)果對(duì)比Fig.8 Failure range comparison between model test and discrete element results

圖9 模型試驗(yàn)與離散元頂升力結(jié)果對(duì)比Fig.9 Jacking force comparison between model test and discrete element results

3 頂升力影響因素分析

在不同條件下，盾構(gòu)隧道內(nèi)豎井頂升施工所需頂升力不盡相同，明確不同因素的影響規(guī)律對(duì)于頂升力的設(shè)計(jì)計(jì)算十分重要。頂升力主要取決于上覆土層的情況，包括土層的深度、物理力學(xué)指標(biāo)等，重點(diǎn)分析上覆土層深度與強(qiáng)度指標(biāo)對(duì)頂升力的影響。采用模型試驗(yàn)設(shè)置不同的工況和土層條件較為困難，試驗(yàn)成本也高，所以，采用離散元標(biāo)定不同宏觀參數(shù)及計(jì)算上覆土層破壞范圍和頂升力對(duì)不同參數(shù)的敏感性。

3.1 上覆土層深度的影響

以2 m 為梯度取覆土深度4～12 m 范圍計(jì)算盾構(gòu)豎井頂升土層頂部破壞范圍與頂升力，圖10所示為不同覆土深度對(duì)應(yīng)的計(jì)算結(jié)果。

從圖10可知：隨著覆土深度增大，頂管上覆土層頂部破壞范圍明顯擴(kuò)大，對(duì)應(yīng)頂升力也顯著增大；當(dāng)上覆土層由8 m 增大至12 m 即較基礎(chǔ)模型增加50%時(shí)，對(duì)應(yīng)的上覆土頂部破壞范圍增大了67.3%，頂升力增大了70%。上覆土層深度對(duì)頂升力的影響機(jī)理主要體現(xiàn)在：1）上覆土層深度越大，頂管頂部破壞形成的不規(guī)則土柱范圍及相應(yīng)自重越大；2）破壞范圍內(nèi)土層自重增大，使作用于破壞面的法向應(yīng)力增大，從而提升了土層的剪切力。

圖10 不同覆土深度計(jì)算結(jié)果Fig.10 Calculation results of different depths

3.2 上覆土層黏聚力的影響

以圖6計(jì)算模型為基礎(chǔ)，設(shè)置模型宏觀參數(shù)黏聚力為13.2，19.8 及26.4 kPa，為基礎(chǔ)模型黏聚力的2～4倍，這是淺層黏性土常見(jiàn)的黏聚力范圍。

通過(guò)計(jì)算，不同黏聚力對(duì)應(yīng)的上覆土層頂部破壞范圍及頂升力如圖11所示。從圖11可知：由于上覆土層黏聚力增大，土層間剪切約束增強(qiáng)，促使上覆土層破壞范圍及相應(yīng)的頂升力增大，且黏聚力與頂部破壞范圍、頂升力呈同向線性關(guān)系。土層黏聚力增大1 倍，頂部破壞范圍增大19.2%，對(duì)應(yīng)頂升力提高51.8%。

圖11 上覆土不同黏聚力計(jì)算結(jié)果Fig.11 Results of different cohesive forces

3.3 上覆土層摩擦角的影響

基于圖6所示計(jì)算模型，分別設(shè)置宏觀參數(shù)摩擦角為27.7°，22.7°，17.7°，12.7°和7.7°時(shí)計(jì)算上覆土層不同摩擦角對(duì)應(yīng)的頂部破壞范圍與頂升力，如圖12所示。從圖12可知：土層頂部破壞范圍和頂升力隨摩擦角減小而呈線性減小，但影響程度明顯比黏聚力的小。摩擦角減小72.2%，頂部破壞范圍減小4.73%，對(duì)應(yīng)頂升力減小19.5%。

圖12 上覆土不同摩擦角計(jì)算結(jié)果Fig.12 Calculation results of different friction angles

根據(jù)不同影響因素的計(jì)算結(jié)果可知，頂升力影響因素中，按影響程度由大到小依次為上覆土層深度、土層黏聚力、土層摩擦角。

4 頂升力估算方法討論

前述分析可知，最大頂升力出現(xiàn)在管道上覆土層破壞前，主要來(lái)源于破壞范圍內(nèi)水、土重力和沿破壞面的剪切力。不同土層條件對(duì)應(yīng)的破壞范圍不同，且土層具有高度非線性特征，其剪切破壞面無(wú)法嚴(yán)格遵循線性分布，因此，依靠經(jīng)驗(yàn)確定破壞范圍和假定上覆土呈線性剪切破壞顯然有失合理。

考慮到實(shí)際工程頂升力往往難以通過(guò)模型試驗(yàn)或離散元計(jì)算獲取，因此，基于本文的初步探索，結(jié)合既有的經(jīng)驗(yàn)方法，提出2種盾構(gòu)豎井頂管頂升力簡(jiǎn)化估算方法。

方法一：模型試驗(yàn)和離散元計(jì)算結(jié)果均顯示，盾構(gòu)豎井頂管頂升時(shí)上覆土層剪切破壞面近似呈三次函數(shù)分布，并當(dāng)頂管頂升至h/8時(shí)，上覆土剪切破壞面貫通，形成不規(guī)則土柱，同時(shí)，剪切破壞面在頂部近似與水平面相切。因此，設(shè)定三次函數(shù)，圖13中h/8 點(diǎn)和破壞邊界點(diǎn)滿(mǎn)足三次函數(shù)，且破壞邊界點(diǎn)近似為切點(diǎn)，借助3個(gè)邊界條件求解三次函數(shù)，并由三次函數(shù)計(jì)算繞對(duì)稱(chēng)軸旋轉(zhuǎn)體積及剪切面面積，進(jìn)而估算對(duì)應(yīng)的破壞土體自重和剪切力。

圖13 頂升力估算思路示意Fig.13 Jacking force estimation method

方法二：基于圖8所示豎井頂管上覆土破壞分布曲線特征，三次函數(shù)內(nèi)凹向?qū)ΨQ(chēng)軸，取h/8點(diǎn)和破壞邊界點(diǎn)連成的直線（圖13），繞對(duì)稱(chēng)軸旋轉(zhuǎn)形成圓臺(tái)體，求解圓臺(tái)體體積與剪切面面積，從而計(jì)算相應(yīng)的破壞土體自身重力及剪切力。該思路借鑒了現(xiàn)有經(jīng)驗(yàn)方法，計(jì)算所得頂升力較實(shí)際情況稍大。在上述2種頂升力估算思路中，上覆土破壞范圍的確定十分關(guān)鍵，需根據(jù)圖10～12 所示結(jié)果，取對(duì)應(yīng)土層條件的破壞邊界，這也是本文方法二與經(jīng)驗(yàn)計(jì)算思路不同之處。以模型試驗(yàn)依托數(shù)據(jù)（圖4）為例，借助上述2 種估算方法進(jìn)行頂升力計(jì)算如下。

當(dāng)剪切面為三次函數(shù)時(shí)，

當(dāng)剪切面為線性函數(shù)時(shí)，

由于盾構(gòu)豎井垂直頂管上覆土層的破壞在頂管軸線（對(duì)稱(chēng)軸）兩側(cè)非對(duì)稱(chēng)分布，所以，對(duì)稱(chēng)軸兩側(cè)函數(shù)均為剪切面函數(shù)，最終頂升力取兩側(cè)函數(shù)各自計(jì)算結(jié)果的平均值。通過(guò)式（1）和（2）計(jì)算得到剪切面為三次函數(shù)時(shí)對(duì)應(yīng)的頂升力為1 523.3 kN，線性分布剪切面對(duì)應(yīng)的頂升力為2 221.4 kN，前者與試驗(yàn)結(jié)果1 510 kN 較吻合，第二種方法較試驗(yàn)結(jié)果大47.1%，2 種方法均滿(mǎn)足頂升需求，可用于實(shí)際工程頂升力估算。

5 結(jié)論

1）在盾構(gòu)豎井垂直頂管頂升階段，上覆土層主要經(jīng)歷擠壓剪切—局部開(kāi)裂破壞—裂隙延伸—破壞面貫通—裂隙擴(kuò)展—形成相對(duì)獨(dú)立土柱—重分布填充裂隙的過(guò)程。

2）上覆土層破壞面發(fā)展規(guī)律具有典型的非線性特征，近似呈三次函數(shù)分布，因此，現(xiàn)有研究假定破壞面沿特定傾角線性分布不合理。試驗(yàn)得到頂部破壞范圍的直徑為2.6D，比經(jīng)驗(yàn)取值（1.2D～1.5D）的大。

3）土層破壞前，頂升力顯著增大，當(dāng)頂升至h/16時(shí)出現(xiàn)最大值，土層破壞并貫通，頂升力顯著減小并逐漸趨于穩(wěn)定。頂升力較經(jīng)驗(yàn)取值1.2D時(shí)的頂升力大83.05%，比經(jīng)驗(yàn)取值1.5D時(shí)的頂升力大46.23%，說(shuō)明按經(jīng)驗(yàn)計(jì)算頂升力明顯不足。

4）離散元計(jì)算結(jié)果反映了豎井頂管頂升時(shí)上覆土層的破壞形態(tài)和頂升力，與試驗(yàn)結(jié)果較吻合。計(jì)算頂部破壞范圍的直徑約為2.97D，較試驗(yàn)破壞范圍的直徑大14.2%，對(duì)應(yīng)最大頂升力相差15%。從上覆土層破壞形態(tài)、范圍及頂升力來(lái)看，離散元計(jì)算結(jié)果能滿(mǎn)足精度要求。

5）不同因素對(duì)頂管頂升力影響程度由大到小依次為上覆土層深度、黏聚力、摩擦角。頂升力與上覆土層深度間近似滿(mǎn)足二次拋物線關(guān)系，與黏聚力和摩擦角則呈同向線性關(guān)系。

6）基于上覆土的破壞形態(tài)，結(jié)合頂升力主要因素的影響特征，剪切面分別設(shè)定為三次函數(shù)和線性分布，提出頂升力估算思路，并用于實(shí)例計(jì)算表明，2種估算思路可行。